Сборник докладов ИСИ 2015

Горизонтальный коэффициент постели служит для определения горизонтальных усилий в элементах стенки, вертикальный соответственно – продольных.

Рис. 1. Поперечный разрез сооружения

В методе Н.М. Герсеванова (1913 г.) свайная набережная рассматривается как рама с абсолютно жестким ригелем на упругих опорах-сваях с жесткой нижней заделкой в грунте основания. Приравняв за неизвестные перемещения нижней грани ростверка (вертикальное, горизонтальное и ее поворот), Н.М. Герсеванов получил три канонических уравнения метода деформаций. Их решение позволило перейти от перемещений ростверка к усилиям в сваях. Эти уравнения являются условиями равновесия жесткого тела. Недостаток метода: жесткая нижняя заделка, а так же не учет деформационных свойств грунта.

Метод двух коэффициентов постели грунта в расчете высокого свайного ростверка обобщает все случаи работы конструкции. Метод Н.М. Герсеванова представляет частный случай метода двух коэффициентов и описывает работу свайного ростверка с жестко заделанными нижними концами свай, например, в скальный грунт.

1.В ригеле учет податливости свай в предложенном методе изменяет изгибающий момент по сравнению с методом Герсеванова на обратный знак. Поскольку метод двух коэффициентов постели учитывает деформацию грунтового основания и податливость свай.

2.Разница изгибающих моментов в сваях связана с различной расчетной схемой для свай в грунте по предложенному и методу Н.М. Герсеванова. Жесткая заделка концов свай приводит к значительной трансформации изгибающих моментов в наклонной и козловых сваях.

3.В предложенном методе в заделке шпунта в ростверк возникает значительный момент от поворота сооружения в сторону акватории (14,0 кНм). Указанный момент несколько разгружает момент в пролете (1,5 кНм). Его величина меньше, полученного графоаналитическим расчетом (3,01 кНм). По методу Герсеванова максимальный момент возникает на конце сваи в его жесткой заделке (18,5 кНм).

31

4.Различные продольные усилия в сваях по двум первым методам расчета зависят от осевой податливости свай, вертикальной нагрузки и жесткости гибкого ригеля. В методе Н.М. Герсеванова осевая податливость свай равна нулю. Продольные усилия в сваях, рассчитанные методом двух коэффициентов постели в первом (шпунт) и втором рядах свай (93,9 и 130,7 кН) близки по значениям с результатами расчетов усилий в предположении нежесткого ростверка (90,9 кН и 138,1 кН). Однако усилия в последних двух рядах существенно отличаются в двух методах, так как в нежестком ростверке не учитывается перераспределение усилий в сваях.

5.Продольные усилия в сваях конструкции, рассчитанные по методу двух коэффициентов постели имеют ступенчатый вид, постепенно уменьшаясь к низу, что объясняется наличием сил трения по длине сваи.

6.Перемещения, полученные предложенным методом, показывают осадку высокого свайного ростверка в грунте до 80 мм и ее смещение в сторону акватории на 20 мм. Метод Герсеванова дает значения 4 и 2 мм соответственно, так как жесткая заделка концов шпунта

исвай препятствуют перемещению конструкции в целом.

Сравнение значений усилий, полученных в разных методах, приведено в табл. 1 [4].

					Таблица 1
	Сопоставительная таблица значения усилий в элементах сооружения
	Максимальные значения	Метод двух	Метод	Расчет	Графо-
		коэффициентов	Н.М.	нежесткого	аналитический
	показателей
		постели	Герсеванова	ростверка	расчет шпунта
	Изгибающий момент в ригеле	45,6/37,1	8,4/-66,3	–	–
	(пролет/опора), кНм
	Изгибающие моменты в шпунте и
	сваях (верхняя заделка/пролет), кНм
	1-го ряда1 (шпунт)	14,0/1,5	9,42/-6,8/18,5 –	–	3,01
			нижняя заделка
	2-го ряда	-/6,7	-/2,4	–	–
	3-го ряда	30,0/-3,46	-3,0/2,0	–	–
	4-го ряда	3/-4,9	-53,2/26/-58 –	–	–
			нижняя заделка
	Продольные усилия в сваях, кН
	1-го ряда1	93,9	55,0	90,9	–
	2-го ряда	130,7	202,9	138,1	–
	3-го ряда	88,2	185,0	132,0	–
	4-го ряда	-35,4	-59,6	-22,1	–
	Горизонтальное смещение	20	4	–	–
	конструкции, мм
	Вертикальное смещение конструкции,	80	2	–	–
	мм

Примечание: 1 – Принято, что вертикальную нагрузку воспринимает ряд свай, стоящий непосредственно за деревянным шпунтом, а горизонтальную несет шпунт.

Выводы. Подтверждено положение, что усилия в элементах высокого свайного ростверка зависят от суммарного воздействия местных и общих деформаций. Местные деформации возникают от горизонтального давления грунта, вызывая изгибающие моменты в его элементах. Общие деформации обусловлены поворотом всей конструкции в сторону акватории относительно нижней упругой заделки свай от всех нагрузок. Эти деформации вызывают дополнительные изгибающие моменты в верхней жесткой и нижней упругозащемленной опоре.

32

ЛИТЕРАТУРА:

1.Ляхницкий В.Е., Смородинский Н.А., Штенцель В.К. и др. Портовые гидротехнические сооружения. Часть I. Под общей редакцией В.Е. Ляхницкого. Л.: Изд-во Министерства морского и речного флота СССР, 1953, 627 с.

2.Карпиловский В.С., Криксунов Э.З., Маляренко А.А. и др. Вычислительный комплекс SCAD. М.: Изд-во СКАД СОФТ, 2007, 609с.

3.Коровкин В.С. Гидротехнические сооружения водных путей, портов и континентального шельфа. Расчет разных типов причальных сооружений на статические нагрузки. учеб. пособие / В.С. Коровкин. СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2013, 70 с.

4.Арланова М.Г. Причальная набережная Санкт-Петербургского речного порта [Электронный ресурс]: бакалаврская работа / М.Г. Арланова; СПБПУ Петра Великого, ИСИ. Водохозяйственное и гидротехническое строительство. Электрон, текстовые дан. (1 файл: 2,95 МБ), Санкт-Петербург, 2015.

УДК 627

А.В.Кискин, В.С.Коровкин Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

УЧЕТ ДЕФОРМАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК В МЕТОДАХ РАСЧЕТА ТОНКИХ СТЕНОК

Без учета деформационных характеристик грунта нормативный расчет тонких стенок является неполным, так как отсутствует учет второго предельного состояния. В используемых методах расчета тонких стенок их достоинства и недостатки давно известны. В настоящее время для расчета причальных сооружений в виде тонких стенок применяются различные программы типа Геомеханика, Plaxis, Msheet, ЛИРА и др. [1]. При этом для учета деформационных характеристик используется модуль деформации грунта. Указанные программы используют теорию сплошной среды, в которой роль перераспределения давления применительно к грунтам существенно преувеличена. Данная теория, отвечающая поведению конструкционных материалов по отношению к грунтам, несмотря на учет шарового тензора, является приближенной. Это связано с различной структурой сред, которая более разнообразна в грунтах, чем в металлах, обладающих большими межкристаллическими связями. В связи с этим для корректировки решений по указанной теории применительно к грунтам используются различные искусственные приемы.

В грунтах в силу дискретности среды и трения между частицами происходит перераспределение давления грунта по высоте прогибаемой стенки или при смещения ее низа. Исследования показывают, что в зависимости от вида смещения эпюра давления грунта на стенку приобретает седлообразный, параболический или седлообразно-параболический характер. В описанных выше программах перераспределение давления по высоте не происходит, а оно связано с появлением давления обратного знака, вызванного, например, прогибом стенки. Между тем известно, что песок засыпки не воспринимает отрицательного напряжения. Поэтому влияние такого перераспределения на эпюру изгибающих моментов лежит на совести составителей программ.

С другой стороны, использование вычислительного аппарата теории сплошной среды на данном этапе развития механики грунтов оправдано, поскольку более совершенная дискретная теория грунтов, еще не вышла из возраста «младенчества»

Считаем, что наиболее строгая задача определения давления грунта на тонкие стенки решена в кинематической теории давления грунта Ф.М. Шихиева. В данной теории с помощью угла критического сдвига получено решение о перераспределения давления грунта по высоте стенки. К сожалению, теория не была доведена до практического использования.

33

В работе не рассматривается известный бездеформационный графоаналитический метод расчета Блюма-Ломеера (метод упругой линии, 1934 г), основное достоинство которого состоит в простоте, приводящей к снижению качества получаемых результатов.

Некоторым прообразом характеристики дискретной среды может служить коэффициент жесткости грунта основания (переменный коэффициент постели грунта), который лучше отображает работу фундамента. При этом достаточно подобрать закон изменения коэффициента постели, который обеспечивает нужный характер осадки. Однако существуют определенные трудности, поскольку для этой цели нужно решить задачу по теории упругости, а затем подобрать необходимый коэффициент, что теряет смысл расчета. Использованию коэффициента жесткости посвящены работы Х. Грасгоффа (1951), С.А. Ривкина (1969), Б.А. Косицина (1963), В.И. Лишака (1964), Д.Н. Соболева (1963), В.Г. Федоровского (2000) и др.

Для учета изменения коэффициента жесткости грунта от нагрузки представим механическую модель комбинированного коэффициента жесткости (постели) грунта. В модели, кроме упругого тела Гука (Н) и пластичного тела Сен-Венана (SV), включается структурный элемент (S), учитывающий разную степень упрочнения или разупрочнения грунта, рис. 1, аналогично принятой модели для фундамента [3, 4].

Семейство пружин модели располагается по контакту со стенкой со стороны засыпки. Число витков пружины зависит от глубины активной зоны грунта (рис. 1). Пружины сопротивляются сжатию более или менее упруго при небольших внешних нагрузках. Увеличение нагрузки до предельного значения изменяет величину сопротивляемости сжатию пружин за счет структурного элемента (S). Это приводит к нелинейной зависимости связи «давление-перемещение».

Характер изменения относительной деформационной характеристики грунта в этой модели представляет безразмерную кривую связи «нагрузка-перемещение» (рис. 1, левая часть). Безразмерный характер связи позволяет использовать указанную кривую для описания поведения давления на стенку от перемещения. Кривой безразмерного деформирования будет соответствовать изменение от нагрузки условного коэффициента жесткости грунта (2, верхняя часть рисунка). Перевод изменения от нагрузки условного коэффициента жесткости грунта в абсолютные величины создает действительную закономерность этого изменения.

		Рис. 2. К давлению грунта основания не стенку со
	Рис. 1. Механическая модель	стороны акватории. Безразмерная кривая «давление-
		перемещение» (верхняя часть). График изменения
	комбинированного коэффициента жесткости
		относительного коэффициента жесткости от
	грунта с учетом структурного элемента
		ступеней нагрузки на основе безразмерной кривой
		деформирования (нижняя часть)

Расчеты показывают, что в случае заанкерованной стенки необходимо дополнительно учитывать перераспределение давления по высоте – «арочный эффект».

34

Используя критерий гибкости стенки по Роу, определим степень защемления стенки в грунте или, выполнив обычный расчет стенки с кулоновской эпюрой активного давления, построим эпюру изгибающих моментов (рис. 3, а, б). Далее в зависимости от отношения изгибающих моментов заделки и пролета α = М2/М1 (0 ≤ α ≤ 1) изменяется базовая эпюра коэффициента жесткости грунта по высоте стенки, путем введения поправочного коэффициента в базовых точках (рис. 3, в) [3]. Выражение трансформированного коэффициента жесткости грунта Кт на стенку равно:

Кт = АКу, (1)

где А – поправочный коэффициент принимаемый в зависимости от расчетной схемы сооружения; К – коэффициент пропорциональности грунта, кН/м4; у – глубина, рассматриваемой точки.

Ниже представлена схема расчета сооружения с использованием трансформированного коэффициента жесткости грунта для двух расчетных схем (пунктир – свободное опирание, сплошная линия соответственно – защемление) [2].

Рис. 3. Схемы расчета больверка с использованием трансформированного коэффициента жесткости грунта: а – схема активного давления на стенку; б – эпюры изгибающих моментов в стенке с защемлением и свободным опиранием; в – эпюры трансформированных коэффициентов постели, отвечающие различным схемам; г – расчетная схема балки от нагрузок со стороны акватории; д – эпюра реактивного давления грунта засыпки и основания на стенку, отвечающая давлению засыпки

В гибкой защемленной стенке эпюра давления в средней части пролета иногда может иметь минимальное значение или быть отрицательной, вследствие равенства значений Кт на сжатие и растяжение. В этом случае в запас прочности используют новую условную стенку, повышенной в два раза изгибной жесткости.

ЛИТЕРАТУРА:

1.Альхименко А.И. и др. Гидротехнические сооружения морских портов. СПб.: Изд-во «Лань», 2014, 432 с.

2.Карпиловский В.С., Криксунов Э.З., Маляренко А.А., Перельмутер А.В., Перельмутер М.А. Вычислительный комплекс SCAD. М.: Изд-во СКАД СОФТ, 2007. 609 с.

3.Коровкин В.С. Инженерная кинематическая теория контактного давления грунта и ее приложение к статическому расчету причальных стенок. Инженерно-строительный журнал, № 6, 2013, 39-49 с.

4.Коровкин В.С. Расчет эксплуатируемых причальных сооружений с учетом реологических свойств оснований и суровых климатических условий континентального шельфа. СПб.: Изд. Политехн. ун-та. 2013, 88 с.

35

УДК 627

К.Г.Рагулин, В.С.Коровкин Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

ТОНКИЕ ПРИЧАЛЬНЫЕ СТЕНКИ В АРКТИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ

Продвижение России на север и освоение Северного морского пути в условиях санкций, введенных против РФ, приводят к необходимости строительства новых северных портов и реконструкции существующих. В этой связи возникает необходимость изучения тех особенностей, которые возникают в арктических условиях, в первую очередь, вследствие наличия льда, местами вечномерзлых грунтов основания и действия отрицательных температур на грунт засыпки.

Основными объектами, которые могут быть повреждены вследствие нахождения в арктических регионах, являются защитные, ограждающие порт сооружения; зона гавани; причалы и их оборудование; швартовые устройства и средства навигации. Ледовые нагрузки на оградительные и причальные сооружения могут привести как к местным разрушениям, так и к потере устойчивости, крену и недопустимым деформациям сооружений. Эти нагрузки зависят от многих факторов таких, как конструкция сооружения, тип ледового образования, свойства льда и т.д. [1-3].

Сцепление льда между сооружением и судном в процессе перегрузочных операций представляет серьезную проблему. Например, в морском порту Дудинка отрыв ото льда разгруженного судна у стенки за счет выталкивающей силы воды создает значительные нагрузки на корпус судна и стенку. При этом выталкиваемое вверх судно получает значительный боковой дифферент. В определенных обстоятельствах замерзшая вода может существенно увеличить вертикальную нагрузку на сооружение. Образования наледи на кордоне и опорных элементах за счет приливных явлений или набрызга частиц воды волнами и ветром и их, замерзание на горизонтальных и вертикальных поверхностях создает большие неудобства для подхода судна к причалу. При этом для исключения повреждений причальных сооружений, вмерзших в лед, при очистке акватории ото льда ледоколы не должны приближаться к причалу, оставляя кромку неразрушенного льда.

Возведение причальных сооружений в суровых климатических условиях предъявляет повышенные требования к материалам вследствие:

увеличения хрупкости сталей при низких температурах;

возможности нарушения контакта между бетоном и арматурой, вследствие разности их коэффициентов термического расширения;

специальных требований к составам бетона, применению добавок, условий бетонирования; истирания льдом поверхности сооружений;

разрушения бетонов вследствие периодического замораживания-оттаивания воды в микротрещинах тела сооружения.

Определенные опасности связаны с замерзанием, оттаиванием мерзлых грунтов,

находящихся в основании как наземных, так и морских объектов. Промерзание грунта, связанное с увеличением объема, которое называют морозным пучением, и его оттаивание, которое связывают с уменьшением объема, являются главными причинами значительных деформаций сооружений.

Однако наряду с неблагоприятными факторами существует положительный момент, связанный с повышением сцепления мерзлых грунтов засыпки за стенкой при длительных отрицательных температурах. Это позволяет повысить полезную нагрузку на причал, который в арктических условиях, например, для связи с буровой платформой эксплуатируется круглогодично.

36

Рис. 1. Изотермы грунта засыпки и допускаемые нагрузки на причал в зависимости от зимнего периодов года. Обозначения: ti – изотермы (линии одинаковых температур)

Прочностные свойства мерзлых грунтов – функция температуры характеризуются следующими показателями:

1.Большая прочность на сжатие (достигая 15000 кН/м2 при температуре – 20 , что в десятки раз выше сопротивления сжатию талых грунтов.

2.Однако, прочность мерзлых грунтов, снижается от длительности действия нагрузки. Для таких грунтов большую роль играет показатель предела текучести, то есть величин напряжений, ограничивающая незатухающую ползучесть, составляющая 1/6 до 1/10 от величины временного сопротивления сжатию.

3.Упругие свойства мерзлых грунтов, характеризуемые модулем Юнга, линейно зависят от температуры.

4.Мерзлые грунты обладают пластическими свойствами. Величина пластической деформации мерзлого грунта от нагрузки зависит от величины отрицательной температуры, увеличиваясь с ее повышением.

5.Осадка мерзлых грунтов при протаивании, как правило, в несколько раз выше для тех же грунтов, которые не подвергались замораживанию.

Основное воздействие суровых климатических условий в зимний период времени связано с появлением за стенкой бесконечной длины верхней ледогрунтовой плиты из замершего грунта засыпки (рис. 1). Ледогрунтовая плита, смерзаясь со стенкой, перекрывает ширину призмы сползания грунта засыпки, что позволяет увеличить нормативную вертикальную нагрузку на причал.

В отдельных частных случаях ледогрунтовая плита может смыкаться с границей фронта вечной мерзлоты Lм [4, 5].

В расчетном отношении в зимний период плита из мерзлого грунта, лежащая на грунте засыпки с защемленным левым концом заменяется аналогичной балкой метровой ширины бесконечной длины. Для упрощенного расчета используется балка конечной длины Lп, перекрывающей клин обрушения грунта, с защемленными концами.

Конкретная расчетная схема определяется замером температур в прилегающем к стенке грунтовом массиве.

Рассмотренная методика повышения распределенной нагрузки в зимний период может быть использована в портах средней полосы в условиях круглогодичной навигации.

После возведения причального сооружения в арктических условиях, в связи с изменением граничных условий, в течение нескольких лет меняется положение существующего фронта вечной мерзлоты в многолетнем разрезе. При этом в верхней части засыпке появляется ледогрунтовая плита, меняющая свою конфигурацию в сезонном разрезе. Габариты грунтовой плиты зависят от глубины промерзания и оттаивания грунта в различное время года.

Зимний период. Размеры ледогрунтового тела зависят от климатического района и времени года. Длина ледогрунтовой плиты Lп, активно влияющей на величину допускаемых нагрузок, в первом приближении равна:

37

Lп = Кпоп(H + t)tg(45о – 0,5φ),

где Кпоп = 1,2–1,4 – поправочный коэффициент, меньшее значение принимается для Северных районов страны.

Высота ледогрунтовой плиты равна

hл.п = Н – hгл + hл – 1,0,

где Н – свободная высота стенки; hгл – глубина воды перед стенкой, толщина льда перед стеной; hл = 2,5–3,0 м – толщина прибрежного льда Северных морей перед стенкой.

Из условия допускаемых напряжений в ледогрунтовой балке шириной 1 пм, защемленной с двух сторон, величина допускаемой равномерно-распределенной нагрузки равна

q = 2[σ]th2л.п/Lп2,

где [σ]t – допускаемое напряжение на растяжение ледогрунтовой балки, рис. 1.

Пример. Определить допускаемую вертикальную нагрузку в зимний период на стенку свободной высоты 10,0 м, глубиной погружения шпунта 5,0 м с анкерной консолью 2,5 м. Грунт засыпки и основания песок φ = 30о, глубина воды перед стенкой 7,0 м. Толщина льда перед стенкой hл = 2,5 м. Приближенное значение длины ледогрунтовой плиты в зимний период

Lп = 1,2 · 15,0 · 0,577 = 10,4 м.

Толщина ледогрунтовой плиты за стенкой в м равна (рис. 5.57, а [3]) hл.п = 10 – 7,0 + 2,5 – 1,0 = 4,5 м.

Пусть при средней отрицательной температуре ледогрунтового тела -14 временное допускаемое напряжение ледогрунтовой плиты σ01 = 350 кН/м2. Допускаемое длительное напряжение [σ]t = 0,6 · 350 = 210 кН/м2.

Величина допускаемой вертикальной нагрузки в зимний период равна q = 2 · 210 · (4,5)2/(10,4)2 ≈ 80 кН/м2.

Следовательно по сравнению с нормативным значением нагрузки 40 кН/м2 ее величина повышается в два раза.

ЛИТЕРАТУРА:

1.Gudmestad O.T. et al. Engineering aspects related to Arctic offshore developments. Publisher «LAN», 2007, 256 pp.

2.Кульмач П.П. Морские сооружения для освоения полярного шельфа. СПб-М., 1999, 336 с.

3.Альхименко А.И. и др. Гидротехнические сооружения морских портов. СПб.: Изд-во «Лань», 2014, 432с.

4.Методические указания по эксплуатации причальных сооружений в суровых климатических условиях. М.: Транспорт, 1987, 16 с.

5.Симаков Г.В., Шхинек К.Н. и др. Морские гидротехнические сооружения на континентальном шельфе. Л.: Судостроение, 1989 г, 328 с.

УДК 627

Е.И.Сороколетова, В.С.Коровкин Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

СРАВНЕНИЕ ДВУХ РАСЧЕТНЫХ СХЕМ НА ПРИМЕРЕ БОЛЬВЕРКА В НИЖЕГОРОДСКОМ РЕЧНОМ ПОРТУ

Нижегородский речной порт – крупнейший речной порт Волжского бассейна (рис. 1). Переработка минерально-строительных грузов – приоритет в деятельности предприятия. Ежегодно порт, представленный тремя грузовыми районами, перемещает около полутора миллионов тонн грузов, в навигационный период добывает и перевозит более двух миллионов тонн речного песка из русла реки, перегружает около 700 тыс. т обогащенной

38

песчано-гравийной смеси и щебеночных материалов. Нижегородский порт имеет 9 русловых месторождений песка в акватории реки Волги от Васильсурска до Нижнего Новгорода и в Дуденеве на Оке.

В ассортименте грузов, обрабатываемых портом, имеются: камень, металл, железобетонные изделия, соль, уголь, шлак, удобрения, другие материалы и сырье.

Причальные набережные порта представляют больверки (одноанкерные и двуханкерные: разрезные и неразрезные), низкий свайный ростверк. В работе рассмотрено определение усилий в элементах больверка ручным графоаналитическим методом [1] и с использованием программного комплекса SCAD [2, 3]. В расчетном отношении заанкерованный больверк представляет статически неопределимую балку с верхней податливой опорой и нижней упругой заделкой или смещаемой грунтовой опорой, с боковым давлением, зависящим от деформации балки.

Рис.1. Нижегородский речной порт

Популярный в прошлом простой графоаналитический расчет больверков (метод упругой линии, 1934 г.) имеет ряд недостатков, один из которых – не учет деформаций стенки на распорное давление грунта. По схеме работы нижнего конца стенки этот метод отвечает работе гибкой стенке. Вводимые в расчет эмпирические коэффициенты для учета жесткости стенки и перераспределения бокового давления несколько улучшают положение, но не могут учесть влияние всего многообразия факторов, действующих на работу сооружения.

Программа САПР «Гидротехника», используемая проектировщиками, так же применяет кулоновскую эпюру бокового давления грунта на стенку. Указанная эпюра есть частный случай работы стенки, характерной для незаанкерованного больверка. В действительности эпюра бокового давления принимает различные формы в зависимости от положения упругой линии стенки относительно нейтральной линии.

В расчете стенки по программному комплексу SCAD использовался метод зеркального отображения [4]. Для учета перераспределенной эпюры бокового давления грунта использовались три различные схемы (этапы) загружения балки.

39

Первый этап представляет расчет обычной балки, опертой сверху на сосредоточенную опору, а в нижней – на грунт, описываемый коэффициентами постели. Балка нагружена активным давлением. Такая схема расчета используется проектировщиками.

Второй этап расчета позволяет определить действительную эпюру давления грунта на стенку за счет зеркального отображения величины анкерной реакции и реактивного давления грунта. Так полученные значения анкерной реакции и реактивного давления основания зеркально отображают в виде внешней нагрузки на балку, опираемую на грунт засыпки и основания.

Третий расчетный этап повторяет первый, но с новой нагрузкой на балку, полученной из второй расчетной схемы (давление грунта на стенку). Коэффициенты постели грунта основания используются из первой расчетной схемы. Результаты расчета приведены в табл. 1.

Таблица 1

Сопоставительная таблица усилий в больверке

Метод зеркального отображения в силу учета деформационных характеристик грунта и учета перераспределения давления грунта в засыпке дает величину изгибающего момента на 297,43 кНм меньше по сравнению с методом упругой линии.

Величина анкерной реакции на 1 пм в графоаналитическом методе получается заниженной на 41,57 кН в сравнении с методом зеркального отображения, ввиду отсутствия учета перераспределения.

Смещения в методе зеркального отображения: по первой расчетной схеме – 13,6 мм, в третьей расчетной схеме, после распределения – 11,5 мм. Графоаналитический метод смещения не определяет.

Выводы:

Вданной работе была рассчитана конструкция заанкеренного больверка по двум методам: методом зеркального отображения с использованием программного комплекса SCAD и графоаналитическим методом упругой линии.

Сравнение итоговых результатов обоих расчетов показало, что метод зеркального отображения с использованием программы SCAD дает более полные и точные данные, чем метод упругой линии [5]. Это связано с тем, что в первом методе учитывается действительная расчетная схема стенки с использованием деформационных характеристик грунта и характер перераспределение бокового давления на стенку.

Вграфоаналитическом методе был учтен понижающий коэффициент, но, несмотря на это, значения изгибающих моментов получились достаточно большими относительно моментов первого метода, так как этот метод не учитывает влияние податливости анкерного узла на эпюру изгибающих моментов.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Кульмач П.П., Филиппенок В.З., Заритовский Н.Г. Морские гидротехнические сооружения. Часть I. Основы морской гидрологии и оградительные сооружения. Л.: ЛВВИСУ, Л., 1990, 199 с.

40